董建帥, 李子如, 賀偉, 陳同舟

(1.武漢理工大學 高性能船舶技術(shù)教育部重點實驗室,湖北 武漢 430063; 2.武漢理工大學 船海與能源動力工程學院,湖北 武漢 430063; 3.中國船舶科學研究中心,江蘇 無錫 214082; 4.深海技術(shù)科學太湖實驗室,江蘇 無錫 214082; 5.中國機械總院集團 武漢材料保護研究所有限公司,湖北 武漢 430030)

現(xiàn)代船舶發(fā)展趨于大型化、高速化,船用推進器的負荷日益增加,螺旋槳的高速運轉(zhuǎn)導致螺旋槳不可避免地發(fā)生空化現(xiàn)象[1-3]?？张轁鐣r所產(chǎn)生的沖擊波[4]微射流[5-8]會對螺旋槳產(chǎn)生剝蝕破壞,粗糙不平的受損表面不僅會使得螺旋槳的推進效率下降,而且可能進一步加劇槳葉表面的損蝕,嚴重時槳葉可能會被穿孔,甚至可使整個葉片完全損壞而失去使用價值。

螺旋槳空蝕試驗研究成本較高,且重復性較差,很多學者基于數(shù)值模擬手段對空蝕問題開展相關(guān)研究工作。Patella[9]基于能量守恒的方法提出了空蝕的預(yù)報模型,詳細地描述了空蝕過程中能量的傳遞過程。Wang[10]基于氣泡動力學方程,模擬了空泡潰滅整個物理過程中的聲壓流場信息。Nohmi[11]提出了空蝕數(shù)值模型,可以通過對空化流動RANS結(jié)果進行后處理進行定性地空蝕風險預(yù)估。Melissaris[12]提出的數(shù)值模型模擬了沖擊波能量輻射之前在坍塌中心勢能的聚焦,在整個空化過程中,該聚焦的勢能是空蝕產(chǎn)生的主要因素。當空泡潰滅后施加在材料上的能量大于一定閾值時,材料才會產(chǎn)生空蝕[13-14]。當空化強度相同時,不同的材料,該閾值是不同的。在已知空化強度時,該閾值是判斷空蝕程度的一個重要參數(shù),在空蝕定量預(yù)報中具有重要作用。Knapp[15]提出材料本身可以作為傳感器研究材料空蝕特性的設(shè)想。Kim等[16]提出空泡潰滅后以微射流或沖擊波的形式對材料產(chǎn)生破壞時,材料的質(zhì)量損失會大致呈現(xiàn)4個階段:孕育期(質(zhì)量未發(fā)生損失)、加速期(質(zhì)量開始損失在達到最大空蝕速率之前)、減速期(質(zhì)量損失達到最大空蝕速率后空蝕速率開始下降)、穩(wěn)定期(質(zhì)量損失速率在減速期后不在發(fā)生變化并以該速率一直進行空蝕)。Hitoshi[17]采用振動型空蝕儀對金屬、陶瓷和樹脂等進行了空蝕試驗,發(fā)現(xiàn)各種材料在不同空化條件下的空蝕孕育期的持續(xù)時間在整個空蝕過程中所占比例是非常小的。因此,在測量空蝕孕育期時需要縮短測量時間間隔。Ye[18]對空蝕過程中材料表面的粗糙度和硬度進行了研究,發(fā)現(xiàn)在前期(空蝕孕育期)粗糙度和硬度增加較快,在空蝕穩(wěn)定階段的二者變化不大。Choi[19]提出空蝕穩(wěn)定期空泡潰滅產(chǎn)生的破壞與材料的響應(yīng)會處于一個平衡狀態(tài),質(zhì)量損失曲線是線性的,可以用來表征材料的抗空蝕性能的強弱。

常規(guī)螺旋槳的水動力空蝕需要長時間暴露在空泡中才會出現(xiàn),而實驗室需要在短時間內(nèi)對材料的空蝕特性進行評價?，F(xiàn)在加速空蝕試驗的技術(shù)包括超聲振動空蝕技術(shù)[19-21]、具有強流動分離或文丘里效應(yīng)的空蝕裝置[22-23]和空化射流空蝕技術(shù)[24-26],并遵循美國測試和材料協(xié)會標準開展試驗。其中,超聲振動空蝕技術(shù)是最常用的測試材料空蝕特性的實驗方法。

本文利用3種常用的螺旋槳材料的空蝕特性,借助磁致伸縮超聲振動空蝕儀開展空蝕實驗,描述并分析各材料不同空蝕階段的特點,通過改變輸入功率來模擬不同的空化強度,探討不同空化強度對材料各個空蝕階段響應(yīng)特性的影響規(guī)律。借助FEM方法反演空化沖擊載荷,借助空化沖擊載荷與空蝕深度的關(guān)系,初步預(yù)報NACA0015水翼表面空蝕深度分布。

1 空蝕試驗

試驗采用振動型空蝕裝置對實槳材料鎳鋁青銅(nickel-aluminum-bronze,NAB)和槳模材料鋁合金6061-T6、黃銅H62開展空蝕試驗,記錄材料試樣質(zhì)量損失和表面形貌的變化。

試驗設(shè)備為磁致伸縮超聲振動空蝕儀,檢測設(shè)備包括振幅儀、拍照裝置、精密天平和白光共焦三維形貌輪廓儀?？瘴g試驗按照ASTM G32-16標準[27]開展。磁致伸縮超聲振動空蝕儀通過核心部件磁致伸縮儀將電能轉(zhuǎn)換為振動的動能,再通過變幅桿改變振幅的大小。該裝置的振動頻率為20±0.5 Hz,變幅桿端面直徑為16 mm,材料試樣安裝在端面處。變幅桿末端的振幅可通過振幅儀來測量,通過控制輸入功率調(diào)節(jié)振幅,使其值為50 μm。

燒杯中的液體為去離子水(電阻率≥12 MΩ·cm),由于儀器振動會產(chǎn)生大量的熱,為了避免熱量過高對實驗結(jié)果產(chǎn)生影響,采用循環(huán)冷卻水對燒杯中的去離子水進行恒溫處理,溫度為17 ℃。將安裝在變幅桿上的材料試樣浸入去離子水中10～12 mm處,開啟設(shè)備就會在試樣表面產(chǎn)生空泡,空泡發(fā)生潰滅后將對材料試樣產(chǎn)生空蝕作用。

每隔一段時間需將材料試樣取下,將其烘干冷卻后,用精密天平記錄質(zhì)量損失,并對工件表面拍照記錄。天平精度為0.01 mg,每次均測量3次取平均值,以盡量避免測量誤差。采用白光共焦三維形貌輪廓儀通過對材料表面進行掃描,可以得到微米級別的材料空蝕表面形貌,便于定量分析空蝕坑的幾何特征。

本次試驗材料采用螺旋槳實槳材料鎳鋁青銅及槳模材料鋁合金6061-T6和黃銅H62。為了便于分析材料的空蝕響應(yīng)特性,需要保證試樣質(zhì)量一致,由于3種材料的密度不同,3種材料的工件試樣厚度并不相同。試樣加工好之后需要對表面進行拋光處理,減少粗糙度帶來的誤差,使粗糙度小于0.3 μm。

2 空蝕結(jié)果與分析

2.1 空蝕階段

材料的空蝕損傷是空泡在潰滅過程中產(chǎn)生的沖擊波和微射流對材料表面產(chǎn)生的應(yīng)力造成的[28]。大量的空泡不斷潰滅,施加在材料表面上的力在時間和空間上不斷累積,材料表面開始硬化,再發(fā)生塑性形變。達到材料的強度極限后,材料的結(jié)構(gòu)被破壞發(fā)生體積損失,從而出現(xiàn)空蝕。隨著試件暴露時間的增加,整個空蝕過程被劃分為4個階段:空蝕孕育期(A)、空蝕加速期(B)、空蝕減速期(C)、空蝕穩(wěn)定期(D)。圖1為本試驗螺旋槳槳模材料黃銅H62在持續(xù)空蝕作用下的體積損失隨時間的變化,與ASTM G32-16試驗標準中的曲線相似,也分為A、B、C、D 4個階段。其中,A階段體積損失基本為0,最大空蝕速率V1和穩(wěn)定空蝕速率V2為B、C、D3個階段的分界線。從圖2可知,黃銅H62在工況功率700 W下,空蝕孕育期為15 min,空蝕加速期為20 min,空蝕減速期為40 min,并在第240 min時達到空蝕穩(wěn)定期。其中,最大空蝕速率V1為11.36 mm3/s,最終空蝕速率V2為5.15 mm3/s。

圖1 黃銅H62空蝕4個階段Fig.1 Brass H62 cavitation in four stages

圖2 3種材料體積損失曲線Fig.2 Volume loss rate curves for three materials

2.2 各材料空蝕響應(yīng)特性研究

空蝕的4個階段中,空蝕孕育期決定著材料的抗空蝕性能[29],空蝕孕育期越長,材料的抗空蝕性能越好。圖2分別為300 min內(nèi)3種材料的體積損失曲線以及體積損失率曲線。觀察可以發(fā)現(xiàn),在100 min之前,鎳鋁青銅NAB基本處于空蝕孕育期,而鋁合金6061-T6和黃銅H62則較快進入空蝕加速期;此外,在300 min內(nèi),鋁合金6061-T6和黃銅H62均進入了空蝕穩(wěn)定期,而鎳鋁青銅NAB還處于空蝕加速期。綜合來看,3種材料中鎳鋁青銅(NAB)的抗空蝕性能最好,黃銅H62次之,鋁合金6061-T6最差。因此,在相同的輸入功率(空化強度)下,材料本身的屬性是空蝕程度的重要影響因素。

由于材料的抗空蝕性能不同,不同的材料在不同空蝕階段的持續(xù)時間各有不同。為了更好地分析各個空蝕階段材料表面形貌變化的細節(jié),選擇持續(xù)時間較長的空蝕階段作為基礎(chǔ),探討該空蝕階段對應(yīng)材料的體積損失變化及形貌特征變化的規(guī)律特點,鎳鋁青銅NAB、黃銅及鋁合金6061-T6變化如圖3～6所示。

圖3 鎳鋁青銅NAB空蝕孕育期表面隨時間變化Fig.3 Ni-Al bronze NAB cavitation gestation period surface variation with time

圖4 黃銅H62空蝕加速期表面隨時間變化Fig.4 Surface changes over time during accelerated cavitation of brass H62

圖5 黃銅H62最大空蝕速率表面隨時間變化Fig.5 Brass H62 maximum cavitation rate surface variation with time

圖6 鋁合金6061-T6空蝕減速期表面隨時間變化Fig.6 Aluminum alloy 6061-T6 cavitation deceleration period surface variation with time

2.2.1 空蝕孕育期材料形貌變化特征

鎳鋁青銅NAB整個空蝕過程中,空蝕孕育期的時間最長,在100 min之前體積損失基本為0。在空蝕孕育期,鎳鋁青銅NAB表面在空泡潰滅的作用下金屬光澤逐漸消失,但沒有出現(xiàn)明顯的空蝕坑。隨著表面的暗化,材料的彈性保護機制也逐漸失效,在持續(xù)的空泡潰滅沖擊下,達到臨界時,進入空蝕加速期,發(fā)生體積損失。

2.2.2 空蝕加速期材料形貌變化特征

黃銅H62在空蝕加速期及最大空蝕速率階段的持續(xù)時間最長。在15～30 min,黃銅H62進入空蝕加速期,此時材料空蝕表面并沒有明顯的空蝕坑出現(xiàn),但是體積損失逐漸增加,材料表面在此階段以大量的小體積損失為主。最大空蝕速率階段出現(xiàn)在40～130 min,空蝕表面的空蝕坑首先出現(xiàn)于靠近工件邊緣的區(qū)域,然后才開始出現(xiàn)于工件的中間區(qū)域,在此階段,空蝕速率因空蝕坑的不斷出現(xiàn)而維持在最大空蝕速率階段。

2.2.3 空蝕減速期材料形貌變化特征

鋁合金6061-T6的空蝕減速期出現(xiàn)在100～180 min,持續(xù)時間相對較長。在空蝕減速期,鋁合金6061-T6表面基本被空蝕坑覆蓋,并以該空蝕形態(tài)向下及四周進一步延伸,獨立的空蝕坑開始連接到一起。大量空蝕坑的出現(xiàn)對周圍的流場產(chǎn)生了擾動,從而影響了空泡的潰滅,使材料的體積損失速率下降。

觀察發(fā)現(xiàn),各個材料的空蝕表面在距邊緣約2 mm的位置首先發(fā)生空蝕,然后逐漸向內(nèi)集聚,而最外側(cè)的邊緣區(qū)域始終沒有被空蝕,形成一個未被空蝕的圓環(huán)。這可能是由于空泡在工件邊緣位置的潰滅對材料的沖擊被周圍的液體緩解,承受的破壞力變小。

2.3 輸入功率對材料空蝕特性的影響

空蝕是一種十分復雜的流體-結(jié)構(gòu)相互作用的過程,它主要受流場與材料本身2個因素的影響[30]。流場因素包括液體介質(zhì)、流速、含氣量、空泡大小、空泡潰滅時距壁面的距離、空泡之間的相互作用等,而材料本身因素包括材料的力學性能(如強度、硬度等)、表面加工粗糙度等。

當流場條件改變時,材料的空蝕響應(yīng)會發(fā)生相應(yīng)的變化,但是會對空蝕過程中各個空蝕階段的形貌變化特征產(chǎn)生何種影響還有待進一步研究。功率改變時,會改變試樣的振動幅值,進而改變空泡產(chǎn)生和潰滅的長度。為了研究外界流場因素是否對材料的空蝕孕育期、加速期等各階段產(chǎn)生影響,根據(jù)前面3種材料的試驗結(jié)果,選取黃銅H62在高(700 W)、中(650 W)、低(600 W)3個不同輸入功率下進行空蝕試驗,試驗得到的空蝕體積損失曲線及體積損失率曲線如圖7、8所示,體積總損失ΔV、最大空蝕速率V1和穩(wěn)定空蝕速率V2,空蝕孕育期、空蝕加速期及空蝕減速期所持續(xù)的時間如表1所示。

表1 不同輸入功率下的ΔV、V1、V2、空蝕階段的持續(xù)時間Table 1 ΔV,V1,V2、 Duration of the three cavitation stages at different input powers

圖7 不同輸入功率下黃銅H62體積總損失曲線Fig.7 Total volume loss curves for brass H62 at different input powers

圖8 不同輸入功率下黃銅H62體積損失速率曲線Fig.8 Volume loss rate curves for brass H62 at different input powers

由表1可知,隨著輸入功率的增加,體積總損失ΔV、最大空蝕速率V1和穩(wěn)定空蝕速率V2均增大。外界流場的改變也會影響空蝕孕育期的長短,并最終對材料的空蝕程度產(chǎn)生影響。隨著輸入功率的增加,空蝕孕育期變短,可以認為輸入功率的增加使得流場的空化強度增大,沖擊能量增加,材料更易發(fā)生空蝕?？瘴g加速期和空蝕減速期隨著輸入功率的增加均減小,材料將更快地進入空蝕穩(wěn)定期,高功率下空泡劇烈的潰滅使整個空蝕過程的動態(tài)變化階段大大縮短。最大空蝕速率持續(xù)時間隨輸入功率的增加而延長,而輸入功率較低時最大空蝕速率階段幾乎沒有。

圖9為3個功率下黃銅H62表面形貌隨時間變化的情況,可以發(fā)現(xiàn)高功率下材料表面空蝕坑的數(shù)量明顯大于低功率,且會更早的出現(xiàn)空蝕坑。

圖9 不同功率下黃銅H62空蝕表面Fig.9 Brass H62 cavitation surfaces at different powers

2.4 空化沖擊載荷預(yù)報分析

材料空蝕孕育期只發(fā)生形變而未發(fā)生質(zhì)量損失,是材料變形比較簡單的階段,能夠較好地利用材料應(yīng)力應(yīng)變的關(guān)系對該過程進行數(shù)值模擬,而材料其他空蝕階段均發(fā)生質(zhì)量損失,在空蝕這一物理過程中對材料行為的建模是十分復雜的。因此,為了更準確地實現(xiàn)對空化沖擊載荷的預(yù)報,對不同材料開展空蝕孕育期內(nèi)的空化點蝕試驗。

2.4.1 有限元數(shù)值方法

空化沖擊載荷的反演方法有經(jīng)驗公式、納米壓痕技術(shù)等方法。經(jīng)驗公式可快速地進行空化沖擊載荷的反推,但存在誤差較大的缺點。納米壓痕技術(shù)通過壓痕儀器創(chuàng)造與空蝕坑類似的坑蝕,進而反推出形成該坑蝕的沖擊載荷。該技術(shù)比較側(cè)重材料的空泡潰滅沖擊狀態(tài)下材料的應(yīng)力應(yīng)變等材料行為信息的研究,該方法認為暴露在持續(xù)空泡潰滅中的材料行為與正常材料拉伸試驗得到的材料行為是不同的,該技術(shù)得到材料行為可對材料的本構(gòu)關(guān)系進行修正,但對大量空蝕坑進行載荷的反演成本高昂且浪費時間。本文在空蝕坑試驗數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上,借助有限元軟件ABAQUS,采用有限元數(shù)值技術(shù)(finite-element numerical techniques,FEM)對材料進行建模模擬坑蝕過程,依靠數(shù)值計算的優(yōu)點實現(xiàn)空化沖擊載荷的反演,尋求空化沖擊載荷與空蝕坑形貌特征之間的關(guān)系。

Roy[30]通過FEM數(shù)值方法對空蝕坑進行重現(xiàn),水動力荷載參數(shù)(σh,dh)與空蝕坑形狀幾何參數(shù)(dp,hp)之間存在一一對應(yīng)關(guān)系?？瘴g坑的形成是空化沖擊載荷在時間和空間上累計的結(jié)果,因此空蝕坑所測得的形狀幾何參數(shù)(dp,hp)可能是不同載荷、不同時刻、多次沖擊作用的結(jié)果。本文從能量守恒的角度出發(fā),假設(shè)每個空蝕坑是由假想的單一空泡作用所形成的結(jié)果,假定該單個空泡潰滅后會對材料表面施加一個與多個空泡潰滅后等效的沖擊載荷。而這一載荷可以采用(σh,dh)描述其作用強度與作用范圍。

材料遭受空蝕時材料行為是十分復雜的,包括材料硬化、失效等。而且材料遭受的是一個瞬態(tài)的重復的高壓載荷,受到應(yīng)變率、溫度等參數(shù)的影響,描述材料在空蝕作用下行為的本構(gòu)關(guān)系是十分復雜的。這需要采用特定的設(shè)備進行研究,且目前未得到可靠的結(jié)果。本文FEM方法中材料的本構(gòu)關(guān)系采用應(yīng)用最廣泛的方式(材料拉伸試驗)測得。

數(shù)值重現(xiàn)空蝕坑的關(guān)鍵是如何量化處理每個空蝕坑的空化沖擊載荷。本文采用了簡單的加載方式,假設(shè)空泡潰滅時所施加的載荷為高斯形狀[30],利用單一空泡沖擊的有限元法,調(diào)整施加壓力場的參數(shù),以數(shù)值模擬實驗觀察到的空蝕坑。

空蝕孕育期的空蝕坑基本是軸對稱的,類似“倒圓錐”的形狀。因此假設(shè)形成該空蝕坑的載荷也是軸對稱的。數(shù)值計算的幾何模型采用軸對稱二維無限大的正方形平板,如圖10所示。載荷施加為高斯分布的壓力載荷。載荷直徑dh及載荷σh分別為:

圖10 二維軸對稱平板Fig.10 2D axisymmetric plate

dh=2rh

(1)

σ=σhexp[-(r/rh)2]

(2)

式中:r為空蝕載荷施加位置;rh為空蝕載荷的半徑;σh為幅值;DA=DC=2DE=2DG=8rh。

AB為軸對稱邊,U1=UR2=UR3=0,即只存在Y方向上的自由度。AC的邊界條件6個自由度全部為0,為完全鉸接。在材料表面所施加的沖擊載荷為高斯分布形式的載荷,該載荷形式是Roy[31]通過試驗及數(shù)學分析所得的空泡潰滅沖擊載荷的簡化模型。在壁面附近的空泡潰滅過程中會出現(xiàn)微射流和沖擊波。因此,實際荷載比式(2)所描述的荷載要復雜得多,此外,式(2)忽略了加載和卸載過程中的時間因素。

FEM數(shù)值計算采用靜力分析,分析步時長為6 s,增量步初始為0.01 s,最小為6×10-5s,最大為0.01 s。網(wǎng)格劃分采用四邊形的全結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,對施加壓力載荷的位置進行網(wǎng)格的加密,網(wǎng)格劃分如圖11所示。單元類型為CAX4R(四節(jié)點雙線性軸對稱四邊形單元)。

圖11 網(wǎng)格劃分結(jié)果Fig.11 The schematic diagram of meshing

空化沖擊載荷施加后,材料的行為呈彈塑性各向同性硬化,因此通過設(shè)置密度、楊氏模量、泊松比、屈服應(yīng)力、塑性形變等參數(shù)對材料進行數(shù)值建模。

2.4.2 空化沖擊載荷與空蝕深度關(guān)系探究

對每個空蝕坑逐個開展反推載荷的計算非常浪費時間,因此,后面尋求空蝕坑深度hp與載荷之間的關(guān)系(即空化沖擊載荷曲線),建立二者之間的關(guān)系曲線,從而能夠從趨勢線中插值得到我們需要的數(shù)據(jù)。為了進一步探究空蝕坑深度hp與沖擊載荷之間的關(guān)系,對黃銅H62均施加不同的載荷(不同載荷幅值σh和不同載荷直徑dh),觀察空蝕坑深度hp隨不同載荷的變化規(guī)律。

圖12可知當載荷直徑dh保持不變,空蝕坑深度hp隨著載荷幅值σh的增加而增加,且在較小的載荷直徑dh(如dh=20 μm)時,增大的幅度較小(幾個不同載荷幅值σh的曲線彼此相距較近);而在較大的載荷直徑dh(如dh=100 μm)時,增大的幅度較大(幾個不同載荷幅值σh的曲線彼此相距較遠)。當載荷幅值σh保持不變,空蝕坑深度hp隨著載荷直徑dh的增加而增加,且在較小的載荷幅值σh(如σh=1.3 GPa)時,空蝕坑深度hp與載荷直徑dh大致呈線性增長;而在較大的載荷幅值σh(如σh=1.5 GPa)時,空蝕坑深度hp與載荷直徑dh在開始階段致呈線性增長,隨著載荷直徑dh的增加空蝕坑深度hp增大速率加快。明顯可以看到σh=1.5 GPa曲線在載荷直徑80 μm

圖12 黃銅H62不同載荷下空蝕坑深度Fig.12 Cavitation pit depth hp of Brass H62 under different loads

2.4.3 與CFD中壓力分布關(guān)系探究

為了將有限元方法對空蝕坑反推出來的載荷與水翼或螺旋槳CFD數(shù)值計算中的壓力建立聯(lián)系,以NACA0015水翼為例,將NACA0015水翼CFD數(shù)值[31計算中的水翼表面壓力結(jié)果與本文反推出的載荷進行比較,探究二者之間存在的聯(lián)系。圖13為NACA0015水翼在攻角為8°時4個典型時刻的試驗與數(shù)值計算結(jié)果。其中,圖13(a)、(b)是NACA0015水翼試驗俯視與側(cè)視圖,圖13(c)是采用RANS方法基于FLUENT軟件對NACA0015水翼在攻角為8°時的數(shù)值計算結(jié)果,即NACA0015水翼空泡脫落循環(huán)的4個典型時刻,空泡數(shù)σ=2.01,流速U=17.3 m/s,水流方向從右到左。圖14為NACA0015水翼在攻角α=8°,空泡數(shù)σ=2.01,流速U=17.3 m/s工況下油漆試驗的空蝕結(jié)果,暴露時間為30～60 min。從圖13與圖14可知,在油漆測試中水翼表面受到空蝕的位置與CFD數(shù)值計算中空泡脫落為云空泡的位置具有明顯的相關(guān)性。Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ4個典型時刻NACA0015水翼吸力面?p/?t分布如圖15所示。

圖13 NACA0015水翼在攻角α=8°時4個典型時刻的試驗空泡形態(tài)與數(shù)值計算吸力面的空泡脫落Fig.13 NACA0015 hydrofoil at angle of attack α=8° experimental cavitation morphology and numerical calculation at 4 typical moments at cavitation shedding on suction surface

圖15 Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ時刻NACA0015水翼吸力面?p/?t分布與空蝕深度分布Fig.15 Time Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ,Ⅳ suction surface distribution ?p/?t and cavitation erosion depth distribution of NACA0015

借助與壓力梯度有關(guān)的空泡侵蝕性參數(shù)來判斷空蝕的風險[29],空泡侵蝕性參數(shù)?p/?t為:

?p/?tt+Δt=(pt+Δt-pt)/Δt

(3)

借助FEM反推出空蝕坑的載荷幅值σh要比CFD數(shù)值計算中水翼吸力面的瞬時靜態(tài)壓力大1×104個量級,但與?p/?t處于同一量級均為1×109。將2.4.2節(jié)中空化沖擊載荷幅值σh與空蝕坑深度hp的關(guān)系應(yīng)用到水翼空蝕評估中,得到水翼表面空蝕深度的分布,為以黃銅H62的空化沖擊載荷幅值σh與空蝕坑深度hp的關(guān)系為例計算得到的Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ4個典型時刻NACA0015水翼吸力面空蝕深度分布。從圖中可以看到空蝕發(fā)生的區(qū)域均在?p/?t>1×109的區(qū)域,以黃銅H62制作的水翼在攻角α=8°,空泡數(shù)σ=2.01,流速U=17.3 m/s工況下,暴露時間30～60 min后,吸力面最大空蝕深度為45 μm。

將圖15中4個典型時刻NACA0015水翼吸力面空蝕深度分布與圖14中試驗后的空蝕區(qū)域進行對比,可以發(fā)現(xiàn)能夠較好地捕捉NACA0015水翼中前部及兩側(cè)的空蝕區(qū)域,但沒有捕捉到NACA0015水翼中后部的空蝕區(qū)域。原因為采用式(3)預(yù)報的NACA0015水翼表面?p/?t較高的區(qū)域與圖14中試驗后的空蝕區(qū)域存在誤差,因此,應(yīng)繼續(xù)改進或采用數(shù)學模型對NACA0015水翼表面?p/?t進行預(yù)報。

3 結(jié)論

1)空蝕孕育期的材料表面逐漸變暗?？瘴g孕育期的長短不僅僅取決于材料本身,也會受到外界流場空化強度的影響。當空泡潰滅加劇時,空蝕孕育期也會變短。

2)在外界流場條件發(fā)生變化時,不同空蝕階段的時長也會隨之變化。功率變大時,即空蝕強度增大,空蝕損失速率的動態(tài)變化階段(空蝕加速期和空蝕減速期)會縮短,而最大空蝕速率階段持續(xù)時間增加。

3)用參數(shù)描述了材料性質(zhì)與空蝕深度的關(guān)系,為考慮材料性質(zhì)影響的水翼空蝕深度數(shù)值預(yù)報提供了理論基礎(chǔ)。

4)水翼空蝕深度的預(yù)報取決于空泡侵蝕性參數(shù)和與材料有關(guān)的閾值。本文空泡侵蝕性參數(shù)能夠較好的捕捉NACA0015水翼中前部及兩側(cè)的空蝕區(qū)域,空泡侵蝕性參數(shù)指標有待進一步改進,或采用多參數(shù)指標?？栈瘺_擊載荷幅值σh與空蝕坑深度hp的關(guān)系應(yīng)用到水翼空蝕評估中,得到水翼表面空蝕深度的分布,閾值的選取可在大量實驗數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上,通過機器學習進一步優(yōu)化。